劉濤，段大力，余以正

(1.中國鐵路沈陽局集團有限公司，遼寧 沈陽 110000;2.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春130000)*

物體高速貼地運動時，地面會對物體產(chǎn)生劇烈的空氣干擾，從而產(chǎn)生地面效應(yīng).高速列車風(fēng)洞試驗時，列車固定在試驗專用地板上，列車前方來流會在地板表面形成邊界層，并且邊界層會順著來流方向增厚，其對列車頭尾部、底部流場特征、列車氣動力、氣動力矩等參數(shù)等均產(chǎn)生一定的影響，尤其是對高速列車尾部流場結(jié)構(gòu)影響較大，使得風(fēng)洞試驗條件下地面效應(yīng)與真實列車地面效應(yīng)不一致，從而影響了對列車氣動力、氣動力矩的測量［1-2］.尤其是我國高速列車空氣動力學(xué)技術(shù)發(fā)展非常迅猛，列車的各種氣動性能已經(jīng)做得非常優(yōu)秀，如果要繼續(xù)提升，需要更精密準(zhǔn)確的測試，這為我國高速列車風(fēng)洞測試提出了較大的挑戰(zhàn)，無疑，高速列車風(fēng)洞試驗地面效應(yīng)是風(fēng)洞測量最大的挑戰(zhàn)之一.此外高速列車復(fù)雜劇烈的地面效應(yīng)，給仿真分析帶來了一定的挑戰(zhàn).近年來，高速列車空氣動力學(xué)仿真分析發(fā)展也十分迅速，目前已經(jīng)開始采用更高精度的分析模型、更細密的網(wǎng)格開展地面效應(yīng)分析研究，相比于風(fēng)洞試驗，數(shù)值模擬的優(yōu)勢是可以對試驗中難以模擬的工況進行研究，比如其可以通過設(shè)置滑移地面消除風(fēng)洞試驗地面效應(yīng)的影響［3-4］.此外數(shù)值模擬可對流場的結(jié)構(gòu)進行分析研究.因此本文擬采用數(shù)值模擬對靜止地面、滑移地面這些工況下列車的氣動力和周圍流場結(jié)構(gòu)進行分析試驗研究，分析高速列車風(fēng)洞試驗時地面效應(yīng)的發(fā)展規(guī)律，揭示地面效應(yīng)對高速列車空氣動力性能的影響規(guī)律，并與風(fēng)洞試驗開展比較，研究地面效應(yīng)對風(fēng)洞試驗結(jié)果的影響，為下一步對風(fēng)洞試驗結(jié)果修正分析提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1 分析模型

從仿真分析、風(fēng)洞試驗兩方面入手研究列車地面效應(yīng)對列車氣動性能的影響.仿真分析模型與風(fēng)洞實驗?zāi)Ｐ捅３忠恢?，模型比?∶8.列車模型為頭車、中車和尾車三車編組，總長10.8 m，高0.5 m，如圖1所示.軌道間隙為列車底面與軌道頂面之間的距離，在實際運行中，其軌道間隙大小在20 mm左右，本文通過改變地面和車輪的運動狀態(tài)，來探究列車地面效應(yīng)流場拓撲機理和列車非定常氣動載荷規(guī)律，研究軌道與列車底部之間空間流場結(jié)構(gòu)特征，分析由地面效應(yīng)引起的列車氣動力隨時間變化規(guī)律.

圖1 三車編組計算及風(fēng)洞試驗幾何模型

2 列車風(fēng)洞試驗

本文為了驗證數(shù)值模擬的正確性，并比較地面效應(yīng)對列車風(fēng)洞試驗的影響，在中國空氣動力研究與發(fā)展中心低速所8 m×6 m大型低速風(fēng)洞第二實驗段中進行列車風(fēng)洞試驗.風(fēng)洞試驗中列車模型為頭車、中車和尾車三車編組高速列車模型，模型比例為1∶8，帶平地路基和軌道，列車模型內(nèi)部為金屬框架結(jié)構(gòu)，外部用代木(合成材料)成型.列車模型的頭車、中間車和尾車為相互獨立的測力單元，之間有5～10 mm的間隙，避免風(fēng)洞試驗時相互干擾，試驗段下部安裝了專門用于列車試驗的地板裝置，安裝完地板后，試驗段有效尺寸為長16.1 m，寬8 m，高4.9 m，橫截面積是39.2m2.試驗中來流速度分別為v=60 m/s，側(cè)滑角β分別為 5.15°、10.22°、15.14°和 19.73.試驗?zāi)Ｐ椭糜趯榱熊囷L(fēng)洞試驗設(shè)計的地板上如圖2.

圖2 風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ图皽y壓裝置［5-6］

風(fēng)洞試驗采用三節(jié)車編組模型，并分別單獨對頭車、中間車和尾車測力及力矩，測力天平位于模型內(nèi)腔.為了防止風(fēng)洞試驗時，各節(jié)車出現(xiàn)干擾，影響對每節(jié)車的單獨側(cè)力，因此與真實情況不同的是，保持每節(jié)車風(fēng)擋連接處之間留有5 mm左右的縫.一方面為開展仿真分析與風(fēng)洞試驗結(jié)果比較，另一方面為分析頭尾部詳細的壓力系數(shù)數(shù)據(jù)，從而研究從試驗上研究流場結(jié)構(gòu)，在列車頭部、尾部、中部等關(guān)鍵部位上布置了210個測壓孔，風(fēng)洞試驗時測壓孔的壓力變化通過測壓孔引入電子掃描閥進行測量(見圖2).風(fēng)洞試驗過程中，列車模型的側(cè)偏、傾斜、俯仰誤差均控制在5'以內(nèi).

3 仿真分析

3.1 仿真分析數(shù)學(xué)模型的選?。?-10］

在針對高速列車數(shù)值計算方面，受限于計算機能力，早期多采用無粘Euler方程、層流N-S方程、RANS方程開展分析計算，同時與風(fēng)洞實驗也進行了一定的對比，取得了一定的成果.但總體講，這些方法還不完善，比如有些方法忽略了分子粘性作用，有些方法沒有考慮湍流的影響，有些方法考慮了的湍流模型不能很好的模擬高速列車氣動問題，尤其是在對流動在二次渦的產(chǎn)生、主渦的破裂等方面模擬有一定的誤差，導(dǎo)致模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗測試吻合不佳.而渦破裂具有典型非線性、非定常、多尺度的特征，因此對渦破裂數(shù)值模擬方法提出了較大的挑戰(zhàn).不過近年來結(jié)合RANS和LES各自優(yōu)勢的多種RANS/LES方法，例如DES模型、SAS等，在非定常大分離主導(dǎo)的湍流流動中得到了大量的驗證.針對本文的數(shù)值模擬，采用STARCCM+開展分析，根據(jù)流場特點，采用RANS模擬方法開展列車地面效應(yīng)分析計算，選取合適的湍流模型最為關(guān)鍵，在模擬此類流場問題時，一般選擇k-ε雙方程，其可以比較準(zhǔn)確的模擬遠離壁面充分發(fā)展的湍流，而在對近壁面附近湍流的輸運作用模擬時精度不佳，如采用該方程可能使近壁面真實分離的流動不發(fā)生或延遲分離.Wilcox的經(jīng)典k-ω雙方程模型可以較好的模擬壁面邊界層流動以及自由剪切流，可應(yīng)用于不同的壓力梯度下的邊界層問題，但Wilcox經(jīng)典k-ω雙方程對自由來流中的ω值過度敏感，從而導(dǎo)致初始條件設(shè)置至關(guān)重要，而k-ε雙方程不存在這種問題.而k-ω-SST模型的iDDES方法，則結(jié)合了上述兩種模型的優(yōu)點，彌補了各自的不足.因此為了更為精準(zhǔn)的模擬列車地面效應(yīng)，針對本文具體研究的問題，采用有限體積方法求解RANS的方程組，湍流模型采用兩方程k-ω-SST的iDDES方法，深入研究分析列車各部位與空氣強烈作用下渦破裂的小尺度結(jié)構(gòu).

3.2 CFD計算網(wǎng)格

CFD計算網(wǎng)格模型保持與風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ屯耆恢?對車體曲面變化較大處、轉(zhuǎn)向架及尾渦等主要關(guān)心的流場區(qū)域的網(wǎng)格進行加密處理，如圖3.為了更加準(zhǔn)確模擬附面層，對列車表面網(wǎng)格進行加密，列車表面最大網(wǎng)格為0.6 mm，最小網(wǎng)格為0.3 mm，如圖4.在列車表面添加20層附面層，列車表面第一層網(wǎng)格以及軌道間隙處的網(wǎng)格厚度均為0.1 mm，每個工況列車表面第一層網(wǎng)格y+在50左右，網(wǎng)格總數(shù)在4600萬左右，車體表面及附面層網(wǎng)格如圖5所示.對地面、軌道、路堤等近壁面的網(wǎng)格也采用加密的細密網(wǎng)格，以滿足近壁面附面層模擬分析的要求，遠離地面、路堤、軌道的空間域內(nèi)采用稀疏網(wǎng)格.細密網(wǎng)格和稀疏網(wǎng)格之間以一定的增長因子均勻過渡，這樣處理既能保證精度要求，又可以減小計算量并加快計算分析的收斂速度.

圖3 車體表面網(wǎng)格

圖4 頭部放大網(wǎng)格

圖5 車體表面及附面層網(wǎng)格圖

邊界的設(shè)置見圖6，其中入口面(面ABCD)，設(shè)置為低湍流均勻來流條件，與風(fēng)洞試驗比較時，則流速設(shè)置為與風(fēng)洞試驗值一致;出口(面EFGH)設(shè)置為壓力邊界;頂面(面BFGC)和側(cè)面(面ABFE、面CDHG)宜設(shè)置成無滑移壁面邊界;地面(面AEHD)設(shè)置則根據(jù)研究的工況設(shè)置，如果完全模擬風(fēng)洞工況，則設(shè)置為靜止壁面，如果為模擬地面的影響，則設(shè)置為滑移壁面;列車表面也設(shè)置為無滑移壁面.

圖6 流場邊界設(shè)置示意圖

4 試驗結(jié)果與仿真結(jié)果分析

4.1 仿真分析與試驗數(shù)據(jù)對比分析

為開展仿真分析與試驗數(shù)據(jù)對比，在風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蜕蠝y試了210個壓力測點，限于篇幅及本文的研究目的，本文選取了列車中間縱截面的壓力測點開展分析.圖7是選取的列車中間縱截面壓力測點壓力系數(shù)仿真分析與風(fēng)洞試驗比較值，仿真分析與風(fēng)洞試驗對比時采取的是靜止地面模型.從仿真分析與試驗數(shù)據(jù)比較來看，除了在頭車向上突變點，仿真與試驗稍有偏差，其余測點試驗與仿真分析均吻合較好，說明仿真分析結(jié)果可信，仿真分析與試驗可以相互驗證.

圖7 試驗與仿真分析測點壓力系數(shù)比較

4.2 流場結(jié)構(gòu)特性分析

在實際的風(fēng)洞實驗中，列車與地面以及列車與軌道之間的相對運動無法很好地模擬，本節(jié)對無側(cè)風(fēng)條件下地面邊界條件對高速列車非定常氣動性能影響進行研究，工況為靜止地面邊界條件與移動地面邊界條件.主要對無側(cè)風(fēng)條件下不同地面邊界條件之間列車流場結(jié)構(gòu)特性(包括Q等值面、渦量云圖).

圖8為不同地面邊界條件下整車Q等值面圖.

圖8 不同地面邊界條件下Q等值面圖

從圖8(a)、(b)中可以看出，在頭車部分，靜止地面邊界條件下，在鼻尖點前形成一系列的渦旋結(jié)構(gòu)，且沿著車長方向不斷脫落，移動地面邊界條件下，由于軌道對來流沒有阻礙作用，僅在列車兩側(cè)有渦旋結(jié)構(gòu)的脫落.對比兩種工況下頭車的列車風(fēng)數(shù)值，移動地面邊界條件下在鼻尖點出以及整體頭部的列車風(fēng)數(shù)值大于靜止地面邊界條件下的數(shù)值，且越往后越有更多的渦旋結(jié)構(gòu).從圖8(c)、(d)中可以看出，在尾車部分，靜止地面邊界條件下，在尾車鼻尖點后、兩側(cè)以及軌道兩側(cè)均形成渦旋結(jié)構(gòu)，可知移動地面邊界條件下僅在尾車鼻尖點兩側(cè)形成渦旋結(jié)構(gòu).尾渦結(jié)構(gòu)由不同的時空尺度渦組成，移動地面邊界條件下會導(dǎo)致較寬的尾渦結(jié)構(gòu)，這一現(xiàn)象與較高的阻力系數(shù)有關(guān);而靜止地面條件下的尾渦比移動地面條件下的尾渦更高.這一現(xiàn)象與地面的邊界條件有著密切的關(guān)系，移動地面條件消除了地面和軌道邊界層的影響，使列車底部的速度比靜止地面條件下的速度快，這也使得在移動地面條件下計算出的每一個轉(zhuǎn)向架的阻力值和尾車和中間車的阻力高于在靜止地面條件下的阻力.同時，由于地面的運動造成列車底部和地面附近的速度加快，進一步導(dǎo)致尾車后的尾渦整體下移，低于靜止地面邊界條件下的尾渦高度.

為了更好的分析列車尾部的渦旋結(jié)構(gòu)，截取尾車鼻尖點截面的渦旋結(jié)構(gòu)圖開展分析，并由時間平均的x方向渦量強度函數(shù)進行渲染，見圖9.

圖9 列車尾部渦旋結(jié)構(gòu)分析

在尾車鼻尖點截面有一對在軌道下位于道床上的大渦旋(渦旋1和渦旋2)，同時在離軌道附近位置處，有一對較小的渦旋(渦旋3和渦旋4)，在軌道中心線處離軌道較高的上方，有一對較大的渦旋(渦旋5和渦旋6).在靜止地面情況下，渦旋1和2隨著距離尾車鼻尖點長度的增加，而慢慢分離出新渦旋3和4;與此同時，隨著距離尾車鼻尖點長度的增加，渦旋3和4會慢慢升高且變大，最終合并成為渦旋5和6，在尾流中形成一對較強的反向旋轉(zhuǎn)渦(渦旋5和6).另外可以看到，不同地面條件下列車周圍渦量分布規(guī)律一致，沿遠離尾車方向渦量強度有增大的趨勢，且呈現(xiàn)出數(shù)對幾乎對稱的反向渦旋，移動地面邊界條件下的渦量強度整體大于靜止地面下的渦量強度.

4.3 列車氣動力分析

表1為不同地面邊界條件下列車阻力系數(shù)時均值比較，采取時均值比較是由于采用k-ω-SST模型的iDDES方法進行瞬態(tài)模擬時，列車氣動力系數(shù)呈現(xiàn)出明顯的非定常特性.為了比較不同地面邊界條件下列車氣動力系數(shù)的大小，對整個過程的氣動力系數(shù)進行時均值的求解，公式如下:

采用標(biāo)準(zhǔn)差對氣動力系數(shù)的波動程度進行量化比較.標(biāo)準(zhǔn)差能夠反映一組氣動力系數(shù)相對于氣動力系數(shù)均值的離散程度，公式如下:

從表1中可以看到:相對于靜止地面邊界條件，移動地面邊界條件下頭車阻力系數(shù)增大了1.31%，中車阻力系數(shù)增大了5.21%，尾車阻力系數(shù)增大了5.90%.移動地面邊界條件下，頭車和尾車阻力系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差均大于靜止地面邊界條件，中車和尾車阻力系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差小于靜止地面邊界條件，與靜止地面邊界條件相比，移動地面邊界條件下頭車阻力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差增加了12.33%，頭車阻力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差減小了-1.98%，尾車阻力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差增大了9.20%，說明采用移動地面分析時，阻力系數(shù)非定常性更大.

表1 不同地面邊界條件下列車阻力系數(shù)比較

表2為不同地面邊界條件下列車升力系數(shù)時均值及標(biāo)準(zhǔn)差.從表中可以看出:相對于靜止地面邊界條件，移動地面邊界條件下頭車升力系數(shù)增大了27.85%，中車升力系數(shù)減小了13.80%，尾車升力系數(shù)減小了31.11%.移動地面邊界條件下，頭車和尾車的升力系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差均大于靜止地面邊界條件，中車阻力系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差大于靜止地面邊界條件.與靜止地面邊界條件相比，移動地面邊界條件下頭車升力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差增大了5.93%，中車升力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差減小了4.29%，尾車升力系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差增大了3.16%.

表2 不同地面邊界條件下列車升力系數(shù)比較

5 結(jié)論

本文利用風(fēng)洞試驗、CFD方法對靜止地面和運動地面條件下高速列車氣動性能和流場結(jié)構(gòu)進行了研究，可以得到以下結(jié)論:

(1)在頭車部分，與靜止地面邊界條件相比，移動地面邊界條件下列車鼻尖點以及軌道兩側(cè)的渦旋結(jié)構(gòu)較少.頭車流線型部分，靜止地面條件下列車周圍以及列車與軌道之間的渦量強度較移動地面條件下大，隨著渦旋結(jié)構(gòu)向后發(fā)展過程中不斷衰減，在尾車流線型部分靜止地面下列車周圍的渦量強度小于移動地面條件;

(2)相對于靜止地面邊界條件，移動地面邊界條件下頭車阻力系數(shù)增大了1.31%，中車阻力系數(shù)增大了5.21%，尾車阻力系數(shù)增大了5.90%.對于靜止地面邊界條件，移動地面邊界條件下頭車升力系數(shù)增大了27.85%，中車升力系數(shù)減小了13.80%，尾車升力系數(shù)減小了31.11%;

(3)在移動地面邊界條件下，列車總阻力高于靜止地面條件下的總阻力.移動地面條件下阻力增大的機理可以解釋為:移動地面條件消除了地面和軌道邊界層的影響，使列車底部的速度比靜止地面條件下的速度快.這也使得在移動地面條件下計算出的頭車、中車和尾車的阻力高于在靜止地面條件下的阻力.